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加氫裂化空冷器管束多相流沖刷腐蝕數值模擬

2019-05-30 15:52:18 作者：姜愛國, 張建文, 辛亞男, 叢曉明, 董軾來源：北京化工大學化工學院，青海省地礦測繪院，山西蘭花煤層氣有限公司分享至：

空氣冷卻器（空冷器）是渣油加氫過程中的重要設備，會承受流體劣質化、工況苛刻化、長周期甚至超負荷運行的考驗。空冷器及相關管道的腐蝕損傷顯著地影響加氫過程的安全穩定運行。空冷器管束的失效形式較多，其中管子是最常見的失效部件，通常與流體的流動狀態、流體的腐蝕性有關，特別是在空冷器管束的進口端腐蝕最嚴重，主要的腐蝕形式為沖刷腐蝕。

沖刷腐蝕是金屬表面與腐蝕性流體之間由于高速相對運動而產生的金屬損壞現象，是沖刷磨損和電化學腐蝕交互作用的結果[2]。沖刷腐蝕過程影響因素眾多，主要有固體顆粒的含量、直徑、沖擊速度、沖擊角度、與基材的相對硬度、沖擊頻度以及流體介質的性質、流速[8,9,10]、流態等。按沖刷腐蝕所涉及的介質種類的不同，可以把沖刷腐蝕分為3類：單相流、兩相流、多相流沖刷腐蝕[3,11,12,13]。單相流沖刷腐蝕是由高速流動的單相腐蝕流體造成的，涉及的工業設備主要是輸送高純度的腐蝕性液體的過流部件；兩相流沖刷腐蝕是最常遇到的，工業背景十分普遍，它還可以進一步細分為氣/液、氣/固、液/固等幾種類型；多相流沖刷腐蝕是由氣/液/固等組成的多相流引起的，其過程較復雜，工業背景較普遍。

偶國富等[14,采用數值模擬研究了空冷器內氣/液兩相流動及換熱情況，表明第一排管束發生沖刷腐蝕的可能性最大，上排沖刷腐蝕的位置主要集中在正對法蘭出口及管箱兩側的管束，下排沖刷腐蝕的位置主要集中在正對法蘭出口的管束。Sun等[16]利用數值模擬與實驗相結合的方法研究了空冷器處理含銨鹽物系的沖刷腐蝕現象，表明空冷器第一排管束發生了嚴重的沖刷腐蝕，且腐蝕位置主要在距離管束進口5.8 m處，該處水相比率最高且NH4HS的濃度最高。Valeh-E-Sheyda等[17]采用化學分析法、失重法、電化學法和渦流法測定腐蝕產物和腐蝕速率，并數值模擬了空冷器內部管束沖刷腐蝕狀況，表明沖刷腐蝕是由于快速旋轉流動而引起管束進口處湍動能變大而導致的。上述研究僅對空冷器內沖刷腐蝕的位置進行了模擬，但并未對空冷器內部沖刷腐蝕的數量以及沖刷-腐蝕的交互作用進行分析，故而難以全面理解空冷器內部管束沖刷腐蝕的現象。

本文以某石化廠渣油加氫裝置分餾塔頂空冷器為研究對象，基于現場生產過程實際腐蝕狀況，采用數值模擬對空冷器內部氣/液兩相流動與傳熱進行模擬，通過空冷器管束內部流動狀況確定沖刷腐蝕位置及其腐蝕程度，并與實際腐蝕情形作對比。進而考察空冷器結構變化對空冷器管束內流體動力學參數分布規律的影響，目的在于優化空冷器結構，提高空冷器長期運行的可靠性。

1 沖刷腐蝕模型

沖刷腐蝕模型可分為電化學腐蝕模型和機械沖刷模型，由機械磨損和電化學腐蝕的交互作用引起的金屬材料的腐蝕速率大于兩者單獨作用時的腐蝕速率之和。文獻研究表明，沖刷腐蝕速率KEC可表示為：

其中，KEC為總的沖刷-腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KC是在沖刷情況下的腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KCO是純腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KE是在腐蝕情況下的沖刷速率，kg·m-2·s-1；KEO是純沖刷速率，kg·m-2·s-1；ΔKC?KC是沖刷協同效應影響的腐蝕速率，kg·m-2·s-1；ΔKE?KE是腐蝕協同效應影響的沖刷速率，kg·m-2·s-1。

針對沖刷腐蝕過程，可區分為如下4個腐蝕過程[19]，即：KCKE<0.1KCKE<0.1時，沖刷占主導；0.1≤KCKE<10.1≤KCKE<1時，沖刷-腐蝕占主導；1≤KCKE<101≤KCKE<10時，腐蝕-沖刷占主導；KCKE≥10KCKE≥10時，腐蝕占主導。

1.1 電化學腐蝕模型

首先，H2S溶解在水中，電離出H+，HS-和S2-，然后溶解有H2S的液滴撞擊金屬壁面，在金屬壁面表面形成一層水膜，金屬壁面為陽極，陽極金屬表面失去電子生成的Fe2+與水膜中的HS-和S2-結合生成FeS和FeS2，FeS和FeS2在金屬壁面形成一層腐蝕產物膜，該腐蝕產物膜可保護金屬進一步被氧化腐蝕。

H2S的電化學腐蝕速率可表示為：

其中，fd=2/3；fe=1.3；ZH2SZH2S和ZW分別為H2S和金屬壁面轉移的電子數；DH2SDH2S為H2S的擴散系數，m2·s-1；Cb,H2SCb,H2S為H2S的質量濃度，kg·m-3；Ug為氣相速度，m·s-1；νgνg為氣相運動粘度，m2·s-1；MH2SMH2S為H2S的摩爾質量；MW為碳鋼的摩爾質量；dW為管徑，m。

1.2 機械沖刷模型

液滴沖刷過程如圖1所示。當球形粒子沖擊材料基體時，粒子中心將沿一條曲線運動，這條曲線可以分為3個部分：（1） oa段代表基體的彈性變形，如果形變只在這段范圍內發生，那么在沖擊之后基體將會重新恢復到原來的形狀；（2） ab段代表基體的塑性變形，在b點處粒子的垂直速度分量將達到零；（3） bc段代表沖擊粒子的反彈過程，這是由于彈性斥力和粒子的水平速度分量造成的，在這一過程中基體將進一步產生形變，同時粒子動能將進一步減小。在液滴與金屬壁面撞擊的過程中考慮了液滴變形，液滴與氣相間的曳力。

液滴與管壁碰撞所導致的沖刷速率可表示為：

其中，ER為沖刷速率，mm·a-1；C=3.15×1010，轉換因子，由m·s-1到mm·a-1；un為液滴的速度，m/s；mdrop為撞到壁面的顆粒質量流率，kg·s-1；A為顆粒撞擊壁面的面積，m2；ρw為壁面金屬材料的密度，kg·m-3；K為與鋼的結構有關的常數，碳鋼取2×10-9。根據文獻，n=5；F（α）為與碰撞角度有關的函數，對韌性金屬和脆性金屬，F（α）如圖2所示。

2 空冷器工藝條件

空冷器結構上設有6排管束，雙管程布置，每個管程有3排管束，每排管束38根管，呈三角形排列。空冷器管束規格為Φ25 mm×2.5 mm×9000 mm，空冷器每排管束之間的距離為60 mm，相鄰管束間的距離為58 mm。

空冷器內部流體為石腦油和水的混合物，其中水占18.3% （質量分數），石腦油占81.7%。石腦油組成為：C3 0.08% （質量分數），C4 0.37%，C5 1.52%，C6 8.35%，C7 18.36%，C8 30.95%，C9 29.55%，C10 10.04%，C11 0.78%，N6 mg·kg-1，S 0.0289%。可以看出，N含量較少，可忽略不計；S含量為0.0289%，且主要以H2S形式存在，會產生嚴重的電化學腐蝕。流體流動狀態為氣/液兩相流，氣/液兩相的工藝參數如表1所示。

空冷器實際腐蝕情況如圖3所示，運行8個月左右空冷器管束因腐蝕穿孔損壞停止運行。圖中紅色標記代表腐蝕穿孔的管束。可以看出，第一排管束腐蝕最為嚴重且集中在空冷器進口的兩側，第二排管束有三根管因腐蝕穿孔發生泄漏，而其它管束未出現。

3 CFD模型

由于空冷器腐蝕位置主要集中在前三排管束，為此本文研究亦集中在前三排管束，采用混合網格對其進行網格劃分。

本文采用Mixture模型和k-ε模型描述多相湍流流動過程，連續相為氣相，離散相為水相。進口邊界條件為質量流速進口，出口邊界條件為壓力出口；空冷器進口溫度為126.6 ℃，第一管程出口溫度為104 ℃，其中涉及到流體的相變過程。因此，將氣相的凝結過程通過用戶自定義函數（UDF）編譯到Fluent中。壁面采用標準壁面函數處理。首先進行網格無關性檢驗，當網格數為321萬與網格數為431萬時的液滴速度分布是一致的，所以選定的網格數為321萬，如圖4所示。

4 結果與討論

4.1 管束流速分析

圖5是各排管束中流體法向速度分布圖。當流體為氣/液兩相流時，作用在沖刷面上的力可分為法向力和切向力，法向力產生撞擊作用，切向力產生切削作用。法向速度和切向速度分布可反映法向力和切向力分布。可以看出，各排管束中流體的法向速度分布均勻，且數值較小，對管束產生的法向撞擊作用較小。

圖6是各排管束中流體的切向速度分布圖。可知，各排管束中切向速度分布極不均衡，變化較大，所以流體對壁面產生的切削作用較大。

4.2 管束流動偏流情形分析

在此，引入偏流比，定義為每排管束某根管子中流體流速與該排管束中流體平均流速之比。每根管子偏流比可反映管束流體分布狀況。

當偏流比接近于1時，管束流體分布最為均衡。由圖7可知，各排管束流體分布極不均衡，偏流比在0.6~1.85之間變動。偏流比變化越大，湍動能在管束內分布就越不均衡。

4.3 湍動能分析

由圖8a可知，在管束進口位置處，流體的湍動能變化較大，特別是5，6，7，12，13，14，17，18，19，20，21，25，26，27，33，34，35根管進口處湍動能變化最大。所以，這些管束最先被流體沖刷使其失效。由圖8b可知，在管束進口位置處，流體的湍動能變化較大，在3，4，5，13，14，15，16，23，24，25，26，33，34，35，36根管束的進口位置湍動能變化最大，所以在這些管束的進口位置是沖刷最嚴重的。從圖8c可以看出，第三排管束湍動能較小且變化不大，基本不被流體沖刷而破壞。

4.4 沖刷腐蝕分析

圖9和10分別是第一排管束第5根管的XY平面沖刷速率分布和電化學腐蝕速率分布。從圖9可以看出，左壁面（XY平面左側）沖刷速率要遠大于右壁面（XY平面右側）沖刷速率，最大值為4.76 mm·a-1。從圖10可以看出，左壁面的電化學腐蝕速率大于右壁面的，最大值僅為6.5×10-4 mm·a-1。與沖刷速率相比，電化學腐蝕速率可以忽略。與空冷器實際腐蝕速率相比，模擬結果與實際結果基本一致。

5 空冷器結構優化

空冷器沖刷腐蝕的主要原因是氣/液流動不均勻，進而導致空冷器管束湍動能分布不均勻。為此，本文提出為了使空冷器氣/液分布均勻，使空冷器進口管增加到4個，改進的空冷器結構見圖11。

5.1 結構優化后管束中流速分析

圖12是優化后各排管束中流體的法向速度分布圖。可以看出，各排管束中法向速度分布均勻，且管束內法向速度較小，對管束產生的法向撞擊作用較小。

圖13是空冷器結構優化后各排管束中流體的切向速度分布圖。可以看出，各排管束中切向速度分布極不均衡，變化較大，且第一排管束切向速度比優化之前的小約10 m·s-1，第二排管束切向速度比優化之前的小約11 m·s-1，第三排管束切向速度比優化之前的小約17 m·s-1，所以結構優化之后的空冷器能大大降低沖刷對管束的損傷。

5.2 結構優化后管束中流體流動偏流情形分析

圖14為空冷器結構優化后各排管束中偏流比分布圖。可知，各排管束中流體分布比較均衡，且偏流比在0.7~1.3變化，變化幅度較小，所以湍動能在管束內分布均衡性大為提高。

5.3 結構優化后湍動能分析

圖15為空冷器結構優化后各排管束中湍動能分布圖。可知，湍動能分布基本比較均勻，在管束進口位置處，流體的湍動能變化比較大，但是相對進口為2個的時候，湍動能比較小，在管束進口位置之后，流體的湍動能基本不變化，特別是5，6，9，10，11，18，19，29，30，33，34根管進口處湍動能變化最明顯，所以，這些管束無疑是沖刷最嚴重的，最先被流體沖刷使其失效。由圖15b可知，空冷器管箱內的湍動能和空冷器管束進口端湍動能變化較大，在第1，2，3，4，5，12，13，25，26，35，36，37根管束的進口位置湍動能變化很大，其它管束的湍動能基本不變化，所以在這些管束的進口位置是沖刷最嚴重的，即這些管束最先被流體沖刷破壞而失效。由圖15c可知，第三排管束湍動能較小且變化不大，基本不被流體沖刷而破壞。